CONTROVENTO ANTISISMICO parte 2. Domenico Leone

CONTROVENTO ANTISISMICO parte 2 Domenico Leone

CONTROVENTO ANTISISMICO parte 2 Domenico Leone Il prof. Domenico Leone vanta un esperienza più che trentennale nel campo della progettazione e realizzazione di strutture metalliche sia in campo industriale che infrastrutturale e civile ed è titolare del laboratorio di Costruzione dell Architettura presso la facoltà di Architettura di Genova in qualità di professore a contratto. E consulente di azienda avendo occupato in precedenza il ruolo di Responsabile del settore di progettazione di opere in carpenteria metallica prima presso la Società Italimpianti S.p.A. e successivamente presso le Società SMSDemag e Paul-Wurth S.p.A. Ha partecipato alla progettazione di grandi impianti industriali di produzione e trasformazione dell acciaio e ne ha seguito la realizzazione con le imprese costruttrici e di montaggio acquisendo ampia esperienza in tutti i settori del ciclo di esecuzione delle opere metalliche. Per il suo impegno in campo internazionale vanta ampia conoscenza delle norme di settore utilizzate in varie nazioni con particolare riguardo agli Eurocodici. Ha esercitato ed esercita tuttora attività formativa in ambito Aziendale, Universitario, Pubblico, Privato e dell Ordine Professionale. É autore del libro Eurocodice 3 edito da Sistemi Editoriali nonché di numerosi programmi di calcolo automatico dedicati sia alla progettazione di strutture in acciaio di impianti industriali che alla progettazione di componenti strutturali e di dettaglio proprie degli edifici civili e delle infrastrutture (pacchetto SAITU edito da STA DATA S.r.l.) in base agli Eurocodici ed alle nuove Norme Tecniche per le Costruzioni. La presente pubblicazione è tutelata dalla legge sul diritto d'autore e non può essere divulgata senza il permesso scritto dell'autore. S.T.A. DATA srl Corso Raffaello, 12-10126 Torino tel. 011 6699345 www.stadata.com

3 Indice Parte I 4 1 Verifica... del diagonale inferiore 4 Verifica di resistenza... alla instabilità in condizioni non sismiche. 4 Calcolo dell unione... bullonata in condizioni non sismiche. 5 Verifica di resistenza... alla instabilità in condizioni sismiche. 7 Verifica di resistenza... del diagonale teso in condizioni sismiche 8 Calcolo dell unione... bullonata in condizioni sismiche. 8 2 Verifica... del traverso inferiore 12 Verifica di... resistenza alla instabilità in condizioni non sismiche. 12 Verifica di... resistenza alla instabilità in condizioni sismiche. 12 3 Verifica... del traverso superiore 17 Verifica di... resistenza alla instabilità in condizioni non sismiche. 17 Verifica di... resistenza alla instabilità in condizioni sismiche. 18

4 1 1.1 Verifica del diagonale inferiore Si pensa di realizzare il diagonale di controvento inferiore con una coppia di profili a U laminati a caldo (UNP) di altezza 180 mm uniti da calastrelli opportunamente distanziati in acciaio S 275. Come già anticipato la forza di compressione (trazione) per lo S.L.U. in condizioni normali è 480 kn mentre in condizioni sismiche (per lo S.L.C.) è 243 kn. Lunghezza effettiva tra i nodi Lunghezza libera nei due piani 1.1.1 Ld = 3,36 m L0,y = Ld = 336 cm Verifica di resistenza alla instabilità in condizioni non sismiche. La seguente parte del foglio di calcolo automatico Traliccio riporta la verifica di stabilità a compressione eseguita in conformità alla norma EN 1993-1-1 e NTC 2008. La verifica eseguita senza considerare una imperfezione di freccia iniziale è nei limiti ammissibili Se si considera l imperfezione di freccia iniziale nei due piani di instabilità pari a: e0,y = e0,z = Ld / 500 = 336 / 500 = 0,67 cm la verifica di stabilità dà il seguente risultato estratto dal foglio di calcolo automatico Traliccio

5 L effetto del momento dovuto all eccentricità del carico assiale (MEd / Mb,Rd = 0,05) sommato all effetto della compressione pura (NEd / Nc,Rd = 0,327) genera un rapporto tensionale inferiore a quello dovuto all effetto di instabilità per sola compressione assiale (0,377 < 0,404). Ciò è dovuto alla modesta eccentricità della forza assiale in relazione alla lunghezza dell asta. Nella parte sopra-riportata del foglio di calcolo si noti a sinistra la verifica di stabilità di un tratto di corda (singolo profilo) compreso tra coppia di calastrelli costituiti da piatti di dimensioni 100 x 10 mm. La verifica è eseguita tenendo conto della resistenza offerta dalla coppia di calastrelli in base all item 6.4.3.1 della norma EN 1993-1-1. 1.1.2 Calcolo dell unione bullonata in condizioni non sismiche. Il giunto è costituito da 2 piatti collegati alle anime dei profili UNP 180 per mezzo di 4 x 2 bulloni M20-8.8. I piatti di nodo hanno spessore di 12 mm e sono in acciaio S 275. Il seguente schema chiarisce la realizzazione del nodo nel primo tentativo di rispondere a esigenze di resistenza in condizioni normali.

6 L unione è considerata resistente a taglio ed i risultati della verifica sono illustrati dalla seguente parte del foglio di calcolo del programma Traliccio La resistenza a taglio dei bulloni (94,1 kn) risulta maggiore della sollecitazione di taglio (60 kn) riferita ad un solo piano di taglio e le verifiche al rifollamento sono ampiamente soddisfatte.

1.1.3 7 Verifica di resistenza alla instabilità in condizioni sismiche. Lo stesso foglio di calcolo consente di eseguire la verifica del diagonale compresso soggetto alla forza assiale generata dall azione sismica; NEd = 243 kn Nella verifica di stabilità in condizioni sismiche di un diagonale di controvento a V è richiesto che la snellezza adimensionale l sia <= 2. Nel caso in oggetto l = 0,556.

8 1.1.4 Verifica di resistenza del diagonale teso in condizioni sismiche Secondo la norma NTC 2008 item 7.5.3.2, nel caso di membrature tese con collegamenti bullonati, la resistenza plastica di progetto deve risultare inferiore alla resistenza ultima di progetto della sezione netta in corrispondenza dei fori per i dispositivi di collegamento. Pertanto si deve verificare che: In cui: gm2 = 1,25 g M0 = 1,05 fyk = 275 N/mm2 ftk = 430 N/mm2 Anet = 48,96 cm2 Atot = 56,00 cm2 nel caso di bulloni M20 (foro 22 mm) Ares / A = 48,96 / 56 = 0,831 1,1. g M2 / g M0. fyk / ftk = 0,837 < 0,868 per cui la condizione è soddisfatta solo in apparenza poiché va controllato anche il criterio di sovraresistenza del giunto nel caso di struttura dissipativa come quella in esame. 1.1.5 Calcolo dell unione bullonata in condizioni sismiche. La stessa unione bullonata calcolata per la condizione normale viene verificata in condizioni sismiche tenendo conto del criterio di sovraresistenza del giunto rispetto al profilo collegato. Si ottiene il seguente risultato

9 Sia la resistenza dei bulloni che le resistenze al rifollamento non soddisfano il criterio di sovraresistenza del giunto. È necessario pertanto eseguire le seguenti operazioni: - Aumentare il numero, diametro e la classe dei bulloni (compatibilmente alle dimensioni geometriche del profilo) da 4 x 2 M 22 8.8 a 6 x 2 M 24 10.9 aumentando conseguentemente il passo a 80 mm. Il risultato è il seguente: La verifica a rifollamento dell anima dei profili a U (spessore 8 mm) non soddisfa il criterio di sovraresistenza del giunto. E necessario quindi: - incrementare lo spessore dell anima dei due profili a C in corrispondenza del giunto con un piatto saldato di dimensioni 180 x 3 mm. Il risultato della verifica è il seguente:

10 In questa situazione di progetto, il criterio di sovraresistenza della sezione netta rispetto alla sezione lorda del profilo previsto dalla norma EN 1998-1-1 è soddisfatta (Nu,Rd = 1891 kn > Npl,Rd = 1467 kn ) mentre non risulta soddisfatto il criterio della norma italiana NTC 2008 se applicato anche a struttura con bassa duttilità : Nel caso specifico, avendo aggiunto dei piatti di rinforzo sull anima dei profili a C in corrispondenza dei fori dei bulloni, il rapporto Anet / Atot tende a diminuire allontanandoci dal soddisfacimento della verifica. Atot = 66,8 cm2 Anet = 55,4 cm2 Anet / Atot = 0,829 < 0,837 Per soddisfare anche il criterio della norma italiana conviene aggiungere ulteriori piatti di rinforzo sulle ali dei profili a C ovvero 4 piatti 60 x 3 mm. L area lorda in corrispondenza del giunto diviene Atot = 74 cm2 e l area netta Anet = 62,56 cm2 La verifica nella zona tesa del giunto è presentata nella seguente parte del foglio di calcolo:

11 In base alla norma italiana la resistenza a rottura è penalizzata sia dal rapporto dei coefficienti di sicurezza g M2 / g M0 = 1,25 / 1,05 = 1,19 che dal coefficiente di sovra-resistenza 1,1. Inoltre è ridotta del coefficiente di sicurezza k = 0,9. La norma europea EN 1998-1-1 si esprime nel seguente modo: Giunto sovraresistente:

12 1.2 Verifica del traverso inferiore Si ritiene inizialmente di realizzare il traverso di controvento inferiore con una coppia di profili a U laminati a caldo (UNP) di altezza 180 mm uniti da calastrelli opportunamente distanziati in acciaio S 275. Come già anticipato la forza di compressione (trazione) per lo S.L.U. in condizioni normali è 276 kn mentre in condizioni sismiche (per lo S.L.C.) è 140 kn. Lunghezza effettiva tra i nodi di estremità Lunghezza libera nel piano verticale Lunghezza libera nel piano orizzontale 1.2.1 Ld = 4,00 m L0,y = 200 cm L0,y = 400 cm Verifica di resistenza alla instabilità in condizioni non sismiche. A parità di sezione del diagonale di controvento inferiore la sollecitazione e le lunghezze libere del traverso sono inferiori a quelle del diagonale. Non è necessario pertanto eseguire la verifica nelle condizioni normali ma è opportuno eseguirla nelle condizioni sismiche per il particolare calcolo aggiuntivo richiesto dalla normativa antisismica per questo tipo di elemento. 1.2.2 Verifica di resistenza alla instabilità in condizioni sismiche. Il foglio di calcolo riporta la verifica del traverso soggetto alla forza assiale generata dall azione sismica; NEd = 140 kn in compressione nella prima parte a destra del vertice di mezzaria (o viceversa) NEd = 140 kn in trazione nella seconda parte a sinistra del vertice di mezzaria (o viceversa) Secondo l item 6.7.4 (2) della norma EN 1998-1-1 e l item 7.5.5 delle NTC 2008 il traverso di sistemi di controvento a V concentrici deve essere verificato considerando l interazione N M in cui M è valutato considerando un carico concentrato nel vertice del controvento conseguente ad un allungamento elastico del diagonale teso dovuto al carico Npl,Rd e ad un accorciamento del diagonale compresso soggetto ad una forza residua dopo l instabilizzazione pari a 0,3. Npl,Rd A favore di sicurezza il valore di Npl,Rd di trazione (zona dissipativa) dovrebbe essere valutato considerando una tensione di snervamento massima definita nel punto 6.2 (3) della norma EN 1998-1-1 ovvero: fy,max = 1,1. g 0v. fy tale impostazione era esplicitamente richiesta dalla O.P.C.M. n 3274 2005 anche se espressa con coefficienti di sovraresistenza diversi come di seguito riportato: Il calcolo qui presentato tiene conto di questa maggiorazione della forza resistente plastica di progetto.

13 Inoltre, secondo le norme NTC 2008 travi e colonne considerate soggette prevalentemente a sforzi assiali in condizioni di sviluppo del meccanismo dissipativo previsto per tale tipo di struttura devono rispettare la condizione : In cui: Anche secondo la norma EN 1998-1-1, per travi e colonne di un sistema di controvento, deve essere rispettata la stessa condizione espressa nel seguente modo: Nelle due espressioni W corrisponde a: Inteso come valore minimo tra tutte le diagonali del sistema di controvento. Si osserva che qualora gli elementi di controvento a V siano dimensionati per la condizione normale nel rispetto della verifica di stabilità dell elemento compresso si avrebbe una sezione del profilo la cui forza resistente plastica di progetto Npl,Rd assumerebbe valori molto distanti dalla forza assiale sismica NEd con un rapporto W molto alto e lontano dal fattore di struttura q adottato nel calcolo sismico. Non si capisce perché, sia nella norma europea EN 1998-1-1 che nella norma italiana NTC 2008, il valore di W non sia limitato al valore del fattore di struttura q come proposto dalla ormai superata O.P.C.M. n 3274 nell item 6.5.5.4: In cui, per elementi prevalentemente compressi ed in particolare per i controventi concentrici: Nell espressione sopra-riportata a (che include addirittura i coefficienti di sicurezza g 0v e s ) può essere equiparata al fattore W della nuova normativa a meno dei coefficienti di sicurezza 1,1 e g Rd

14 =g 0v. Se poi si considera che il fattore di struttura q vale 1 per strutture non dissipative (e quindi l intera azione sismica del terreno agisce senza effetti smorzanti sulla struttura) assumere un fattore di sovraresistenza W > q è un non senso tenendo già conto, per la valutazione della sovraresistenza, dei fattori 1,1 e g 0v. Le espressioni contenute nell item 6.7.4 della EN 1998-1-1 e nell item 7.5.5 delle NTC 2008 dovrebbero essere riscritte nel seguente modo: In cui W = MIN [Npl,Rd,i / NEd,i ; q] Già in queste condizioni la forza sismica NEd,E, calcolata in funzione del fattore di struttura q, verrebbe riportata al valore corrispondente all accellerazione del suolo (q=1) con in più la maggiorazione data dai coefficienti di sovraresistenza 1,1 e g 0v Nell esempio di calcolo qui presentato viene valutato l effetto del fattore di sovraresistenza W con e senza limitazione al valore del fattore di struttura q. I rapporti W i riferiti ai due sistemi di controvento a V dello stesso piano verticale risultano i seguenti: - controvento superiore: W 1 = 3064 /363 = 8,44 - controvento inferiore: W 2 = 1467 /243 = 6,04 contro un valore limitato al fattore di struttura q = 2 (controventi a V concentrici e bassa duttilità) se si facesse riferimento alle prescrizioni della O.P.C.M. m 3274. Inoltre per garantire un comportamento dissipativo omogeneo delle diagonali all interno della struttura, i coefficiente di sovra-resistenza W i calcolati per tutti gli elementi di controvento, devono differire tra il massimo ed il minimo di non più del 25%. Come richiesto dalle NTC 2008. Le norme EN 1998-1-1 chiariscono che il limite del 25% si riferisce al massimo valore di W i : In order to satisfy a homogeneous dissipative behaviour of the diagonals, it should be checked that the maximum overstrength Ωi defined in 6.7.4(1) does not differ from the minimum value Ωi by more than 25%. Nel caso in esame la differenza tra i fattori W i dei 2 sistemi di controvento è: 8,44 6,04 = 2,4 > 25% 8,44 = 2,11 che non soddisfa di poco il criterio ma appare comunque accettabile altrimenti bisognerebbe incrementare la resistenza del controvento inferiore che già risulta sovradimensionato. Il valore incrementato di NEd è utilizzato anche per la verifica di stabilità della corda del traverso di controvento compresa tra due calastrelli (item 6.4.3.1 della norma EN 1993-1-1). Il seguente foglio di calcolo riporta la verifica del traverso in condizioni sismiche considerando un fattore di sovraresistenza W = 6,04

15 L allungamento elastico del diagonale teso dovuto al carico Npl,Rd è pari a 5,3 mm L accorciamento del diagonale compresso soggetto ad una forza residua dopo l instabilizzazione di 0,3. Npl,Rd è pari a 1,26 mm Conseguentemente, il carico concentrato nel vertice del controvento vale 13,86 kn Tale carico concentrato genera nel traverso un momento verticale pari a M Ed,y = 1386 kncm che viene sommato (se richiesto) al momento dovuto all imperfezione di freccia iniziale dato da NEd. e0 = 112 kncm generando il momento di progetto M Ed,y = 1498 kncm Il seguente foglio di calcolo riporta la verifica del traverso in condizioni sismiche considerando un fattore di sovraresistenza W = 2 ovvero limitato al fattore di struttura q = 2 (controvento a V concentrico)

16 E evidente che è necessaria una posizione CHIARA e UNIVOCA della norma sulla limitazione o meno del fattore di sovraresistenza W.

1.3 17 Verifica del traverso superiore Si ritiene inizialmente di realizzare il traverso di controvento superiore con un profilo HEB 200 in acciaio S 275. Come già anticipato la forza di compressione (trazione) per lo S.L.U. in condizioni normali è 276 kn mentre in condizioni sismiche (per lo S.L.C.) è 140 kn. Lunghezza effettiva tra i nodi di estremità Lunghezza libera nel piano verticale Lunghezza libera nel piano orizzontale 1.3.1 Ld = 4,00 m L0,y = 200 cm L0,y = 400 cm Verifica di resistenza alla instabilità in condizioni non sismiche. La seguente parte del foglio di calcolo automatico Traliccio riporta la verifica di stabilità a compressione eseguita in conformità alla norma EN 1993-1-1 e NTC 2008 in assenza di imperfezione iniziale di freccia. Se si considera l imperfezione di freccia iniziale nei due piani di instabilità pari a: piano y-y: curva di stabilità b : e0,y = Ld / 250 = 400 / 250 = 1,60 cm piano z-z: curva di stabilità c : e0,z = Ld / 200 = 400 / 200 = 2,00 cm la verifica di stabilità dà il seguente risultato estratto dal foglio di calcolo automatico Traliccio

18 La verifica evidenzia un buon margine di sicurezza che deve essere confermato anche in condizioni sismiche. 1.3.2 Verifica di resistenza alla instabilità in condizioni sismiche. Il foglio di calcolo riporta la verifica del traverso soggetto alla forza assiale generata dall azione sismica; NEd = 140 kn in compressione nella prima parte a destra del vertice di mezzaria (o viceversa) NEd = 140 kn in trazione nella seconda parte a sinistra del vertice di mezzaria (o viceversa) Il calcolo è eseguito in base alle considerazioni esposte al punto 5.2 di questa trattazione considerando inizialmente il fattore di sovraresistenza W pari al minimo rapporto Npl,Rd,i / NEd,E dei controventi del sistema ovvero W = 6,04 La forza agente nei diagonali teso e compresso vale 363 kn e, analogamente al calcolo effettuato per il traverso inferiore, la forza concentrata in mezzaria del traverso superiore vale 49,67 kn

19 Se si considera valida la limitazione del fattore di sovraresistenza W al valore del fattore di struttura q ovvero W = 2 il risultato della verifica è ovviamente più favorevole e consentirebbe una ottimizzazione della sezione non solo verso un minor peso quanto soprattutto verso una accettabile realizzazione del giunto che deve risultare sovraresistente rispetto alla resistenza plastica a trazione del profilo. Quest ultimo requisito potrebbe essere soddisfatto riducendo la tensione di snervamento del profilo a S 235. Di seguito è riportata la verifica del traverso con un fattore di sovraresistenza W = 2

20 Per garantire la sovraresistenza del giunto rispetto al profilo HEB 200 (in acciaio S 275) l unione è eseguita con piatti di continuità collegati alle piattabande con due file di 6 bulloni M27 10.9 per ciascuna piattabanda. Di seguito è riportata la verifica del giunto in condizioni sismiche come eseguita dal programma Traliccio

21 Si può notare che non risulta soddisfatto il criterio di maggior resistenza della sezione netta a rottura rispetto alla resistenza della sezione lorda del profilo ( Nu,Rd = 1860 kn < Npl,Rd = 2045 kn) se

22 richiesto anche per strutture a bassa duttilità. Tale situazione è segnalata in rosso dalla verifica a trazione del profilo come risulta dalla seguente parte del foglio di calcolo automatico. E necessario aumentare la sezione netta saldando dei piatti all anima del profilo per tutta la lunghezza efficace del giunto. Con una coppia di piatti di dimensioni 12 x 140 mm saldati sui due lati dell anima si ottiene la sovraresistenza del giunto: Atot = 111,68 cm2 Anet = 93,68 cm2 Nu,Rd = 2900 kn > 2045 kn (EN 1998-1-1) Anet / Atot = 0,839 > 0,837 (NTC 2008)